doi: mkts.v25i2.23068

## Analisa Kekuatan Tahanan Lateral Pada Sistem Komposit LVL Kayu Sengon dan Beton Pracetak
Intan Archita Tantisaputri, * Ali Awaludin, Suprapto Siswosukarto Fakultas Teknik, Universitas Gadjah Mada, Yogyakarta
*) ali.awaludin@ugm.ac.id
Received: 10 Mei 2019 Revised: 20 Agustus 2019 Accepted: 5 September 2019

## Abstract
LVL Sengon and concrete can be used to form a composite structure of the floor system. Connections between LVL Sengon and concrete on this composite floor system are the weakest part so that a majority of structural damages are concentrated at these joints. This study discusses the lateral resistance of lag screw joints in a composite  system  of  LVL  Sengon  and  precast  concrete.  The  lateral  joint  resistance  was  evaluated  through quasi-static loading upon double shear test specimens having two screws at every single shear. Variation of the specimens includes precast concrete compressive strength of 20.71 MPa and 25.29 MPa, screw diameter of 6 mm length 101.6 mm and 8 mm length 101.6 mm and 127 mm, and angle of lag screw axis against the wood fiber of 60° and 90°. The result shows that lateral resistance of the test is greater than that of EYM, SNI, and EC5 predictions. Joint failure in this experiment is due to failure in wood fiber along with the occurrence of one up to two plastic hinges in the screw.
Keywords: Lateral resistance, shear test, composite structure, LVL sengon, precast concrete

## Abstrak
LVL kayu Sengon dan beton dapat membentuk struktur komposit sistem lantai. Sambungan antara LVL kayu Sengon  dan  beton  pada  struktur  komposit  sistem  lantai  merupakan  bagian  terlemah  sehingga  banyak kerusakan struktur akibat gagalnya sambungan.  Oleh karena itu, penelitian ini membahas tentang tahanan lateral sambungan lag screw pada sistem komposit LVL kayu Sengon dan beton pracetak. Untuk mengetahui kekuatan tahanan lateral dilakukan pengujian geser sambungan dengan pembebanan statik. Benda uji dibuat dalam  bentuk  dua  bidang  geser  dengan  2  sekrup  pada  masing-masing  bidang  geser.  Variasi  benda  uji berdasarkan mutu beton pracetak 20,71 MPa dan 25,29 MPa, diameter sekrup 6 mm panjang 101,6 mm dan 8 mm panjang 101,6 mm dan 127 mm, dan sudut pemasangan sekrup terhadap serat kayu 60  dan 90  . Pada penelitian ini dilakukan pula perhitungan tahanan lateral dan kekakuan alat sambung  secara teoritis. Hasil penelitian menunjukkan bahwa tahanan lateral eksperimen lebih besar bila dibandingkan dengan teori EYM, SNI dan EC5. Kegagalan sambungan pada penelitian ini berupa rusak pada kayu dan terjadi satu hingga dua sendi plastis pada alat sambung sekrup.
Kata kunci: Tahanan lateral, uji geser, struktur komposit, LVL sengon, beton pracetak

## Pendahuluan
Penggunan  kayu  sebagai  bahan  konstruksi  telah lama  berkembang  sebelum  munculnya  teknologi beton  dan  baja.  Saat  ini  ketersediaan  kayu  dalam ukuran  besar  dengan  kekuatan  yang  diinginkan sudah  sangat  terbatas  (Pratiwi  &  Tjondro,  2018). Sehingga Laminated  Veneer  Lumber (LVL) menjadi salah satu teknologi dalam mengoptimalkan  penggunaan  kayu.  LVL  dibuat dengan menggabungkan beberapa lapis kayu yang
relatif  tipis  dengan perekat.  Pada  kayu utuh,  cacat alami  kayu  sangat  mempengaruhi  sifat  mekanik kayu.  Namun,  pada  kayu  LVL,  cacat  alami  kayu dapat didistribusikan secara merata diantara lapisan veneer untuk  meminimalkan  pengaruh  cacat tersebut  terhadap  kekuatan  LVL  (Eratodi  & Awaludin,  2017).  Selain  itu,  teknologi  LVL  dapat meningkatkan properti mekanik kayu yang rendah, salah satunya apabila diterapkan pada kayu Sengon. Awaludin (2012) mengemukakan bahwa LVL kayu Sengon  memiliki  berat  jenis  sebesar  0,26  dan
kelembaban sebesar 12,8%. Selain itu, Awaludin et al. (2018) membuktikan bahwa teknologi LVL pada kayu Sengon dapat meningkatkan nilai tekan sejajar serat sebesar 53% dan nilai tekan tegak lurus serat sebesar 92% dari nilai tekan kayu Sengon utuh.
LVL  kayu  Sengon  dapat  dimanfaatkan  sebagai alternatif  pengganti  kayu  solid  yang  dapat diproduksi  dalam  berbagai  ukuran  dan  bentuk. Selain  itu,  LVL  kayu  Sengon  juga  dapat dikompositkan  dengan  material  beton  untuk membentuk struktur komposit sistem lantai. Sistem lantai komposit ini menggabungkan kekuatan tekan dan kekakuan yang dimiliki beton dengan kekuatan tarik  dari  kayu  (Dias  &  Jorge,  2011)  dimana  slab beton berada pada bagian atas sistem ini dan balok kayu  berada  pada  bagian  bawah  yang  kemudian dihubungkan  dengan  alat  sambung  mekanik. Kekuatan  tarik  dari  kayu  dapat  mengurangi kemungkinan  keretakan  yang  terjadi  pada  beton serta  mengurangi  kebutuhan  baja  tulangan  pada beton (Yeoh et al . 2013).
Oleh  karena  itu,  struktur  lantai  komposit  kayu- beton  ini  memiliki  lebih  banyak  keunggulan  bila dibandingkan  dengan  lantai  beton  bertulang  saja. Fragiacomo  &  Lukaszewska  (2013)  menyatakan bahwa pada struktur komposit sistem lantai ini, slab beton dapat mengurangi defleksi beban hidup serta kerentanan terhadap getaran sistem lantai. Selain itu slab beton juga lebih tahan terhadap api (Yeoh et al. 2010). Penggunaan struktur komposit sistem lantai kayu  dan  beton  ini  memiliki  berat  struktur  yang lebih ringan bila dibandingkan dengan lantai beton bertulang, sehingga beban mati yang didistribusikan ke fondasi menjadi lebih sedikit.
Pada  struktur  komposit  sistem  lantai,  sambungan merupakan  bagian  terlemah  sehingga  banyak kerusakan  struktur  akibat  gagalnya  sambungan. Alat  sambung  dapat  meneruskan  gaya  geser  serta mencegah  atau  mengurangi  gerakan  antara  kayu dengan  slab  beton.  Oleh  karena  itu,  performa mekanik  kayu  dan  beton  sangat  dipengaruhi  oleh kualitas alat sambung antara kayu dan beton. Alat sambung  juga  harus  terdeformasi  secara  plastis sebelum  terjadi  kerusakan  pada  bagian  kayu ataupun beton (Auclair et al. 2016).
Untuk  menghindari  gagalnya  sistem  sambungan pada  struktur  komposit  sistem  lantai  LVL  kayu Sengon  dengan  beton,  dilakukan  penelitian mengenai  sistem  sambungan  pada  komposit  LVL kayu  Sengon  dengan  beton  tersebut.  Selain  itu, perhitungan  kapasitas  tahanan  lateral  dan  perilaku sambungan perlu diperhatikan lebih dalam.
Persamaan  untuk  menghitung  tahanan  lateral sambungan  pada  konstruksi  kayu  diusulkan  oleh
Johansen (1949) yaitu Yield Model atau yang lebih dikenal  dengan European  Yield  Model (EYM) dalam  Dasar-dasar  Perencanaan  Sambungan  Kayu (Awaludin, 2005).
Dalam  teori  EYM  ini,  kayu  dan  alat  sambung diasumsikan  berperilaku rigid-plastic .  Tahanan lateral  sambungan  pada  teori ini  diperoleh  apabila kekuatan tumpu ultimit kayu di bawah alat sambung tercapai,  atau  terbentuknya  suatu  atau  beberapa sendi  plastis  pada  alat  sambung  disertai  dengan tegangan plastis pada kayu. Tahanan lateral acuan satu  paku  (Z)  pada  sambungan  dengan  satu  irisan yang  menyambung  dua  komponen  menurut  EYM dapat dilihat pada Persamaan 1 sampai dengan 4.
D es s s K F Dt I 3 , 3 = (1) ) 2 1 ( 3 , 3 1 e D em m R K DpF k III + = (2) ) 2 ( 3 , 3 2 e D es s s R K F Dt k III + = (3) ) 1 ( 3 2 3 , 3 2 e yb em D R F F K D IV + = (4)
Dengan  nilai k 1 dan k 2 seperti  pada  Persamaan  5 dan 6.
2 2 1 3 ) 2 1 ( 2 ) 1 ( 2 ) 1 ( p F D R F R k em e yb e + + + + − = (5) 2 2 2 3 ) 2 1 ( 2 ) 1 ( 2 ) 1 ( s em e yb e e t F D R F R R k + + + + − = (6)
Dimana t m adalah tebal kayu utama, t s adalah tebal kayu samping, D adalah  diameter  alat  sambung, dan p adalah kedalaman penetrasi efektif batang alat pengencang pada komponen pemegang. K D bernilai 2,2  untuk  alat  sambung  berdiameter  kurang  dari 4,3 mm, untuk alat sambung berdiameter antara 4,3 mm hingga 6,4 mm menggunakan nilai K D sebesar 0,28 D +0,56 dan K D bernilai 3,0 untuk alat sambung berdiameter lebih dari 6,4 mm. F em merupakan kuat tumpu kayu utama, F es merupakan  kuat tumpu kayu samping,  dan F yb merupakan  kuat  lentur  alat sambung. R e merupakan  perbandingan  antara F em dan F es .
Terdapat enam macam moda kegagalan yang dapat terjadi  pada  sambungan  kayu  satu  bidang  geser. Pertama  moda I m yang  kegagalannyahanya  terjadi pada kayu utama, pada kegagalan ini dapat satu atau dua bidang geser. Kedua, moda I s dimana kegagalan
ini terjadi pada kayu samping dan bidang geser yang terjadi bisa satu maupun dua bidang geser. Ketiga, moda II dengan  kegagalan  yang  terjadi  ada  pada kayu  utama  dan  kayu  samping,  sehingga  tipe sambungannya  memiliki  satu  bidang  geser. Keempat, moda III m dimana kayu utama mengalami kerusakan  dan  alat  sambung  yang  terletak  pada kayu samping mulai gagal, moda ini memiliki satu bidang geser.
Kelima,  moda III s memiliki  satu  maupun  dua bidang  geser  akibat  kerusakan  terjadi  pada  kayu samping dan alat sambung yang terletak pada kayu utama  mulai  gagal.  Serta  moda IV dimana  alat sambung yang terletak pada kayu utama dan kayu samping  mengalami  kegagalan.  Pada  moda IV terdapat satu atau dua bidang geser. Ilustrasi moda kegagalan dapat dilihat pada Gambar 1.
Selain  teori  EYM,  Standar  Nasional  Indonesia (SNI) 7973:2013 dan BS EN 1995 1-1: Eurocode 5 (2004) juga memiliki persamaan untuk menghitung tahanan lateral acuan satu paku (Z) pada sambungan dengan  satu  irisan  yang  menyambung  dua komponen.  Persamaan  SNI  7973  (2013)  untuk menghitung  nilai  Z  seperti  pada  Persamaan  7 hingga 12.
d em m m R F Dl I = (7) d es s s R F Dl I = (8) d es s R F Dl k II 1 = (9) d e em m m R R F Dl k III ) 2 1 ( 2 + =
(10)
d e es s s R R F Dl k III ) 2 ( 3 + =
(11)
) 1 ( 3 2 2 e yb em d R F F R D IV + = (12)
Dengan nilai k 1 , k 2 , dan k 3 seperti pada Persamaan 13 hingga 15.
) 1 ( ) 1 ( ) 1 ( 2 3 2 2 2 1 e t e e t t t e e R R R R R R R R R k + + − + + + + = (13)
2 2 2 3 ) 2 1 ( 2 ) 1 ( 2 1 m em e yb e l F D R F R k + + + + − = (14)
2 2 3 3 ) 2 ( 2 ) 1 ( 2 1 s em e yb e e l F D R F R R k + + + + − = (15)
Pada  Persamaan  7  hingga  12, 𝑙 𝑚 adalah  panjang tumpu  pada  kayu  utama, 𝑙 𝑠 adalah  panjang  tumpu pada kayu samping, R d adalah faktor reduksi, dan R t adalah perbandingan antara 𝑙 𝑚 dengan 𝑙 𝑠 .
F t m t s F em F es Moda I s Moda III s Moda III m Moda IV Moda I m Moda II F es F es F es F es F em F em F em F em F em t m t s t m t s t m t s
t m t s t m t s D p D D D D D Kayu
Beton Pracetak
Kayu
Beton Pracetak Kayu Beton Pracetak Kayu
Beton Pracetak Kayu Beton Pracetak Kayu Beton Pracetak p p p p p F F F F F

## Gambar 1. Moda kegagalan sambungan dengan satu bidang geser
Sambungan  dengan  pemasangan  sekrup  miring memiliki  perilaku  yang  lebih  kompleks  akibat adanya kombinasi gaya lateral dan gaya cabut dari sekrup tersebut (Girhammar et al. 2017).
Dalam  BS  EN  1995  1-1: Eurocode  5 (2004) , persamaan  untuk  menghitung  nilai  tahanan  lateral (Z) telah memasukkan parameter nilai cabut sekrup dalam perhitungannya. Persamaan BS EN 1995 1-
1: Eurocode  5 (2004)  untuk  menghitung  nilai  Z seperti pada Persamaan 16 hingga Persamaan 21.
D t f I k h s   = 1 , 1 , (16)
D t f I k h m   = 2 , 2 ,
(17) −            +               + + + +   = 2 1 2 3 2 1 2 1 2 2 1 , 1 , 1 2 1 t t t t t t D t f II k h     4 1 , 1 2 Rk ax F t t +           +  (18)
( ) ( )         −   + + + +   =       D t f M D t f III k h Rk y k h s 2 1 , 1 , , 1 , 1 , 2 4 1 2 2 05 , 1 4 , Rk ac F + (19)
( ) ( )         −   + + + +   =       D t f M D t f III k h Rk y k h m 2 2 , 1 , , 2 2 , 1 , 2 1 4 1 2 2 1 05 , 1 4 , Rk ac F + (20) 4 2 1 2 15 , 1
, , 1 , , Rk ax k h Rk y F D f M IV +   + =  
(21)
Dimana t 1 adalah  tebal  kayu  samping, t 2 adalah tebal kayu utama, D adalah diameter alat sambung, f h,1,k merupakan  kuat  tumpu  kayu  samping, f h,2,k merupakan  kuat  tumpu  kayu  utama,  merupakan perbandingan  antara f h,2,k dan f h,1,k , M y,Rk adalah momen elastis dan F ax,Rk adalah kuat cabut dari alat sambung.
Penggunaan  alat  sambung  yang  kuat  dan  kaku sangat diperlukan untuk menahan gaya geser pada sistem  komposit  (Yeoh et  al. 2011).  Kekakuan merupakan  ketahanan  bahan  terhadap  deformasi yang  terjadi.  Bahan  mampu  meregang  pada tegangan tinggi tanpa diikuti dengan regangan yang besar.  Tingkat  kekakuan  suatu  bahan  ditunjukkan oleh  sudut  yang  dibentuk  oleh  tegangan  dan regangan  pada  daerah  elastik.  Perhitungan  nilai kekakuan  pada  penelitian  ini  mengacu  pada  ISO 6891:1983  (1983).  Persamaan  untuk  menghitung nilai  kekakuan  ( k s )  dapat  dilihat  seperti  pada Persamaan 22:
i s v F k max 4 , 0 = (22)
Dimana F max merupakan  beban  maksimum  dan v i adalah selip pada saat beban 40%.
Penelitian  mengenai  alat  sambung  pada  struktur komposit  kayu  dan  beton  telah  banyak  diteliti. Suriani  (2012)  meninjau  kekuatan  lateral  pada sambungan komposit kayu dan beton menggunakan alat  sambung  sekrup  kunci,  tahanan  lateral  yang diperoleh  dari  pengujian  eksperimen  lebih  tinggi bila  dibandingkan  dengan  prediksi  perhitungan secara  teoritis.  Studi  perilaku  geser  pada  struktur komposit  beton-kayu  dengan  alat  sambung  baut pernah diteliti oleh He, et al. (2016), kapasitas geser dan  modulus  geser  pada  alat  sambung  baut berbanding lurus dengan diameter baut. Khorsandnia, et  al. (2012)  dalam  penelitiannya menyatakan  bahwa  tidak  ada  keretakan  atau kerusakan yang terjadi pada beton yang dikompositkan  dengan  kayu,  karena  alat  sambung
tidak  cukup  kuat  untuk  menyebabkan  kerusakan pada beton. Penelitian yang dilakukan Symons et al.
(2010) menunjukkan bahwa kekuatan dan kekakuan alat  sambung  pada  komposit kayu  dan  beton  akan semakin  meningkat  apabila  alat  sambung  sekrup dipasang miring ke arah gesernya.
Pada  penelitian  ini  alat  sambung  mekanik  yang akan  digunakan  adalah  alat  sambung  sekrup  jenis lag screw dan beton yang digunakan adalah beton pracetak  dengan  perkuatan wiremesh .  Hasil  akhir yang diharapkan dalam penelitian ini adalah untuk mengetahui  perilaku  moda  kegagalan  sambungan dan memperoleh nilai kekuatan tahanan lateral dari sistem  komposit  LVL  kayu  Sengon  dan  beton pracetak  menggunakan  alat  sambung  mekanik lag screw dengan beberapa variasi dimensi sekrup dan sudut pemasangan alat sambung.

## Metode
Penelitian  ini  berfokus  pada  kapasitas  geser  alat sambung  sistem  komposit  LVL  kayu  Sengon dengan beton pracetak yang dibebani secara statik. Benda  uji  penelitian  berupa  LVL  kayu  Sengon berukuran tinggi 400 mm, lebar 80 mm, dan tebal 50  mm  dan  beton  pracetak  dengan  tulangan wiremesh berukuran tinggi 400 mm, lebar 150 mm, dan  tebal  50  mm  yang  disambung  dengan  alat sambung  mekanik  berupa  sekrup  jenis lag  screw .
Dimana lag  screw pada  teori  EYM  termasuk kedalam jenis dowel-type fasteners . Pada penelitian ini,  kehadiran  ulir  pada lag  screw diabaikan sehingga teori EYM, SNI dan EC5 dapat digunakan untuk menentukan tahanan lateral alat sambung.
80 400 50 50 75 50 75 400 50 50 LVL Slab Beton (a) 400 50 50 75 50 75 400 50 50 80 (b) p  p  F F p = kedalaman penetrasi  = sudut pemasangan
Gambar 2. (a) Sketsa benda uji sudut pemasangan 90  ; (b) Sketsa benda uji sudut pemasangan 60 
Benda uji pada penelitian ini menggunakan model benda  uji double  shear .  Model  ini  dipilih  karena memberi kemudahkan dalam pelaksanaan pengujian  mengingat  benda  uji  dengan  model
single-shear berpotensi  memberikan  gaya  tekan dari  mesin hydraulic yang  tidak  sentris . Sketsa benda  uji  dengan  sudut  pemasangan  90  dapat dilihat pada Gambar 2 (a),  Gambar 2 (b) merupakan sketsa benda uji dengan sudut pemasangan 60  dan dokumentasi  benda  uji  asli  dapat  dilihat  pada Gambar 3.

## Gambar 3. Dokumentasi benda uji
Benda  uji  divariasikan  berdasarkan  mutu  beton pracetak  ( fc’ ),  diameter  sekrup  ( D ),  kedalaman penetrasi  ( p ),  dan  sudut  pemasangan  sekrup  (  ), dengan jumlah masing-masing sampel tersaji pada Tabel  1,  dimana P adalah  panjang  sekrup  dan  n adalah jumlah benda uji.
Tabel 1. Spesifikasi benda uji.
Kode fc’ (MPa) D
(mm)  (  ) P (mm) p (mm) N A8-1x  20,71 8 90 101,6 51,6 3
B6-1x  25,29 6 90 101,6 51,6 5
B6-2x  25,29
6
60 101,6 42,1 2
B8-1x  25,29
8
90 101,6 51,6 5
B8-1y  25,29
8
90 127,0 77,0 4
B8-2y  25,29
8
60 127,0 66,9 5 Keterangan notasi: - Simbol A dan B untuk mutu beton,
A = fc’ 20,71 MPa dan B = fc’ 25,29 Mpa
- Simbol 6 dan 8 untuk diameter sekrup
- Simbol 1 dan 2 untuk sudut pemasangan, 1 = 90  dan 2 = 60  - Simbol x dan y untuk panjang sekrup, x = 101,6 mm dan y = 127 mm
Pembuatan benda uji sambungan antara LVL kayu Sengon  dengan  beton  pracetak  dibuat  dengan menambahkan  alat  sambung  mekanik  yaitu lag
screw . Lag screw diletakkan pada lubang yang telah tersedia  pada  benda  uji  beton  pracetak  lalu dikencangkan pada LVL kayu Sengon yang telah di bor  terlebih  dahulu.  Pengencangan  sambungan hanya  dilakukan  hingga  kepala  sekrup  menyentuh permukaan  benda  uji  beton  lalu  diberi grouting menggunakan epoxy untuk  menutup  lubang  pada beda uji beton.
Pembebanan pada saat pengujian dilakukan secara statik  dengan  mengacu  standar  pembebanan  ISO 6891:1983  menggunakan  alat universal  testing machine. Benda uji beton pracetak dan LVL kayu Sengon  diberi  LVDT  pada  kedua  sisi.  Pada  saat pengujian,  LVDT  dan load  cell terhubung  pada data  logge r  sehingga beban  dan  selip  yang  terjadi dapat terekam. Gambar 4 merupakan skema setting- up alat uji lateral secara statik yang digunakan pada penelitian  ini  dan  Gambar  5  adalah  dokumentasi proses pembebanan benda uji berlangsung.
4 5 5 6 6 6 6 2 1 3 7 7 8 8 9 Keterangan : 1. Loading Frame 2. Hydraulic Jack 3. Load Cell 4.  LVL Kayu Sengon 5.  Slab Beton 6.  Sekrup 7.  LVDT 8.  Penumpu Beton (baja) 9. Data Logger
10. Komputer
10

## Gambar 4. Skema setting-up alat pengujian
Gambar 5. Proses pembebanan
Dalam  melakukan  perhitungan  tahanan  lateral, dibutuhkan beberapa parameter masukan
diantaranya kuat lentur lag screw , kuat tumpu dan kuat  cabut lag  screw pada  LVL  kayu  Sengon. Parameter-parameter tersebut didapatkan dari hasil pengujian material di laboratorium. Untuk mendapatkan nilai kuat lentur lag screw, dilakukan uji tarik lag screw berdasarkan ASTM E8 M dengan benda  uji  berjumlah  tiga  buah lag  screw diameter 8 mm. Pengujian tumpu lag screw pada LVL kayu Sengon  dilakukan  sesuai  dengan  ASTM-D  5764 dengan  lima  buah  benda  uji  berupa  LVL  kayu Sengon berukuran 40 mm x 80 mm x 60 mm diberi lubang berukuran setengah diameter lag screw pada tepi atasnya. Pada pengujian kuat cabut lag screw , pengujian dilakukan terhadap dua sudut pemasangan,  yaitu  90  dan  60  . Lag  screw berdiameter 8 mm dan 6 mm ditancapkan pada LVL kayu Sengon berukuran 40 mm x 80 mm x 200 mm dan  dilakukan  pengujian  cabut  sesuai  dengan ASTM-D  1761  dengan  jumlah  benda  uji  masing- masing sebanyak 6 buah.

## Hasil dan Pembahasan
Hasil pengujian kuat lentur lag screw , kuat tumpu dan  kuat  cabut lag  screw pada  LVL  kayu  Sengon yang  telah  dilakukan,  didapatkan  nilai  kuat  lentur lag screw sebesar 568 MPa, kuat tumpu lag screw pada LVL kayu Sengon sebesar 4,12 MPa untuk lag screw diameter 8 mm dan 2,93 MPa untuk lag screw diameter  6  mm.  Selain  itu,  pada  pengujian  kuat cabut lag  screw pada  LVL  kayu  Sengon menggunakan lag  screw berdiameter  8  mm didapatkan  nilai  kuat  cabut  sebesar  14,55  MPa untuk sudut pemasangan 90  dan 12,30 MPa untuk sudut  pemasangan  60  serta  pada  penggunaan lag screw berdiameter 6 mm didapatkan nilai kuat cabut sebesar  12,23  MPa  untuk  sudut  pemasangan  90  dan 11,96 MPa untuk sudut pemasangan 60  .
Hasil  pengujian  sambungan  komposit  LVL  kayu Sengon  dan  beton  pracetak  tersaji  dalam  bentuk grafik.  Nilai  maksimum,  minimum  dan  rata-rata beban yang mampu diterima  tiap kelompok benda uji dua bidang geser tersaji dalam Tabel 2.

## Tabel 2. Hasil pengujian geser
Jumlah sampel (buah) Beban max (kN) Beban min (kN) Rata- rata (kN) A8-1x 3 35,60 17,66 26,58 B6-1x 5 18,97 13,79 15,69 B6-2x 2 8,47 8,47 8,47 B8-1x 5 18,97 16,29 17,61 B8-1y 4 23,79 18,85 21,49 B8-2y 5 15,16 13,22 14,41
Benda uji dengan kode A8-1x memiliki ketahanan lateral  paling  tinggi,  hal  ini  disebabkan  oleh
pengaruh  dari  penggunaan epoxy pada  bagian sambungan  yang  sampai  menyentuh  permukaan LVL kayu Sengon sehingga dapat menahan beban yang lebih besar. Sedangkan pada benda uji lainnya penggunaan epoxy tidak  sampai  menyentuh permukaan LVL kayu Sengon. Hasil pengujian dari beberapa  variasi  benda  uji  tersebut,  benda  uji dengan pemasangan sekrup bersudut 60  memiliki nilai  tahanan  lateral  yang  paling  rendah  yaitu 8,47  kN  untuk  sekrup  berdiameter  6  mm  dan 14,41 kN untuk sekrup berdiameter 8 mm.
Data  hasil  pengujian  diolah  untuk  mencari  nilai kekakuan masing-masing sekrup dengan menggunakan  Persamaan  22  yang  mengacu  pada ISO  6891:1983.  Perhitungan  nilai  kekakuan dilakukan  tiap  sampel  pada  masing-masing kelompok  benda  uji  kemudian  dicari  nilai  dirata- ratanya.  Nilai  kekakuan  yang  diperoleh  disajikan dalam Tabel 3. Secara teoritis, perhitungan tahanan lateral berdasarkan persamaan EYM, SNI dan EC5 memiliki  hasil  seperti  yang  ditampilkan  pada Tabel 4. Grafik nilai kekakuan ( k ), tahanan lateral menurut  EYM  dan  tahanan  lateral  menurut  SNI dengan  grafik  hubungan  beban  dengan  selip  satu sekrup dapat dilihat pada Gambar 6 hingga 11.

## Tabel 3. Perhitungan nilai kekakuan satu sekrup
Jumlah sampel (buah) Nilai k max (kN/mm) Nilai k min (kN/mm) Nilai k rata-rata (kN/mm) A8-1x 3 6,30 1,78 3,37 B6-1x 5 2,03 0,65 1,47 B6-2x 2 2,54 1,49 2,02 B8-1x 5 5,68 0,73 2,84 B8-1y 4 2,56 0,81 1,34 B8-2y 5 2,39 0,45 1,15 Tabel 4. Perhitungan tahanan lateral (kN) Kode Eksperimen kN Persentase (%) EYM  SNI EC5 A8-1x 3,15 ( III m ) 60,47 ( III m ) 17,04 ( I m ) 53,98 ( I m ) B6-1x 2,98 ( III m ) 55,98 ( III m ) 1,02 ( III m ) 53,38 ( I m ) B6-2x 1,62 ( III m ) 76,02 ( III m ) 1,28 ( I m ) 54,34 ( I m ) B8-1x 3,26 ( III m ) 58,67 ( III m ) 16,42 ( I m ) 52,07 ( I m ) B8-1y 3,61 ( III m ) 55,25 ( III m )
19,80 ( III m ) 70,34 ( I m ) B8-2y 2,12 ( III m ) 69,12 ( III m )
20,80 ( I m ) 61,56 ( I m )
Berdasarkan  perhitungan  secara  teori  EYM,  SNI dan  EC5  menunjukkan  nilai  tahanan  lateral  yang lebih  rendah  dari  hasil  pengujian  (Tabel  4).  Dari
ketiga  teori  tersebut,  nilai  tahanan  lateral  pada perhitungan  teori  SNI  memiliki  nilai  yang  paling rendah  dan  moda  kegagalan  yang  terjadi  berada pada  moda  kegagalan I m dan III m ,  hal  ini diakibatkan  oleh  nilai  koefisien  ragam  kelelehan yang  berbeda-beda  untuk  masing-masing  variasi. Selain itu, pada teori EC5, kuat cabut sekrup diikut sertakan dalam perhitungan tahanan lateral moda II, III m , III s ,  dan IV ,  akibatnya  moda  kegagalan  yang terjadi pada perhitungan tahanan lateral secara teori EC5 menunjukkan moda kegagalan I m .
Gambar 6. Grafik hubungan beban dengan selip benda uji kode A8-1x
Gambar 7. Grafik hubungan beban dengan selip benda uji kode B6-1x
Gambar 8. Grafik hubungan beban dengan selip benda uji kode B6-2x
Gambar 9. Grafik hubungan beban dengan selip benda uji kode B8-1x
Gambar 10. Grafik hubungan beban dengan selip benda uji kode B8-1y
Gambar 11. Grafik hubungan beban dengan selip benda uji B8-2y
Kerusakan yang terjadi pada komponen sambungan diamati  secara  visual  kemudian  dibandingkan dengan teori moda kegagalan EYM, SNI dan EC5 untuk menentukan moda kegagalan sambungannya. Pada  penelitian  ini,  beton  tidak  mengalami kegagalan  diakibatkan  mutu  beton  pracetak  yang digunakan  jauh  melebihi  dari  mutu  LVL  kayu Sengon  yaitu  20,71  dan  25,29  MPa.  Moda kegagalan  sambungan  yang  sesuai  pada  penelitian ini  adalah  moda  kegagalan III m ,  terlihat  dari kerusakan  yang  terjadi  pada  kayu  dan  bentuk lag screw yang bengkok karena terjadi satu maupun dua sendi  plastis.  Kerusakan  yang  terjadi  pada  kayu dapat dlihat pada Gambar 12 (a) hingga Gambar 12
0 2 4 6 8 10 0 5 10 15 20 25 30 35 40 B eb an ( k N) Selip (mm) EYM EC5 SNI k -1 0 1 2 3 4 5 0 5 10 15 20 25 30 35 40 B eb an ( k N) Selip (mm) EYM SNI EC5 k 0 0.5 1 1.5 2 2.5 0 5 10 15 20 25 30 35 40 B eb an ( k N) Selip (mm) EYM EC5 SNI k
-1 0 1 2 3 4 5 0 5 10 15 20 25 30 35 40 B eb an ( k N) Selip (mm) EYM EC5 SNI k 0 1 2 3 4 5 6 7 0 5 10 15 20 25 30 35 40 B eb an ( k N) Selip (mm) EYM EC5 SNI k 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 0 5 10 15 20 25 30 35 40 B eb an ( k N) Selip (mm) EYM SNI EC5 k
(f)  dan  bentuk  kegagalan lag  screw dapat  dilihat pada Gambar 13 (a) hingga Gambar 13 (f).
(a) (b) (c)
(d) (e) (f)
Gambar 12. Kerusakan pada kayu; (a) kode A8-1x; (b) kode B6-1x; (c) kode B6-2x;
(d) kode B8-1x; (e) kode B8-1y; (f) kode B8-2y
(a)                                     (b)
(c)                                    (d)
(e)                                    (f)
Gambar 13. Kerusakan pada sekrup;
(a) kode A8-1x; (b) kode B6-1x; (c) kode B6-2x; (d) kode B8-1x; (e) kode B8-1y; (f) kode B8-2y

## Kesimpulan
Berdasarkan  hasil  penelitian,  benda  uji  dengan pemasangan  sudut  sekrup  90  memiliki  ketahanan lateral  yang  lebih  baik  bila  dibandingkan  dengan benda  uji  dengan  pemasangan  sudut  sekrup  60  . Selain  itu,  semakin  besar  dimensi  alat  sambung sekrup  yang  digunakan  pada  penelitian  ini  juga menghasilkan nilai tahanan lateral yang lebih besar, terbukti dengan benda uji B8-1x yang menggunakan  sekrup  berdiameter  8  mm  dengan panjang  sekrup  127  mm  mampu  menahan  beban sebesar 21,49 kN.
Berdasarkan  perhitungan  tahanan  lateral  secara teoritis, persentase tahanan lateral hasil perhitungan dengan persamaan EYM, SNI dan EC5 menunjukkan  nilai  yang  lebih  rendah  bila dibandingkan  dengan  hasil  pengujian.  Secara visual, moda kegagalan yang terjadi pada penelitian ini adalah moda kegagalan III m , dimana kerusakan terjadi  pada  kayu  dan  alat  sambung  mekanik lag screw.
Pada  penelitian  selanjutnya  diharapkan  lebih memperhatikan  penggunaan epoxy agar  hasil tahanan  lateral  alat  sambung  murni  akibat kegagalan komponen kayu, beton maupun kegagalan alat sambung itu sendiri.

## Ucapan Terima Kasih
Penulis  mengucapkan  terimakasih  atas  dukungan finansial kepada Direktorat Jendral Penguatan Riset dan  Pengembangan  Kementrian  Riset,  Teknologi dan Pendidikan Tinggi melalui program Penelitian Terapan  Unggulan  Perguruan  Tinggi  2018,  PT. Sumber  Graha  Sejahtera,  dan  pihak  PT.  Aneka Dharma Persada, Sedayu, Bantul, Yogyakarta.

## Daftar Pustaka
ASTM (2000). ASTM-D 1761: Standard methods of testing mechanical fastener in wood, nail, staple or screw  withdrawal  test. ASTM  International,  West Conshohocken, PA.
ASTM (2009). ASTM E8 M: Standard test methods for  tension  testing  of  metalic  materials. ASTM International, West Conshohocken, PA.
ASTM  (2018). ASTM-D  5764:  Standard  test methods  for  evaluating  dowel-bearing  strength  of wood and wood-based products. ASTM International, West Conshohocken, PA.
Auclair,  S.  C.,  Sorelli,  L.,  &  Salenikovich,  A. (2016).  A  New  Composite  Connector for  Timber-
Concrete  Composite  Structures. Construction  and Building Materials , 112 , 84-92.
Awaludin,  A.  (2005). Dasar-dasar  perencanaan sambungan  kayu  (Edisi  1.). Yogyakarta:  Biro Penerbit KMTS JTSL FT UGM., Yogyakarta.
Awaludin,  A  (2012). Development  of  Structural Walls  Made  from  LVL  Sengon  (Paraserianthes falcataria): Basic
Mechanical Properties , dipresenasikan  pada International  Conference  on Sustainable  Civil  Engineering  Structures  and Construction  Materials  ( SCESCM), Yogyakarta, Indonesia: Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan, Universitas Gadjah Mada, 299-302 .
Awaludin, A., Shahidan, S., Basuki, A., Zuki, S. S. M.,  &  Nazri,  F.  M.  (2018).  Laminated  Veneer Lumber (LVL) Sengon:  an Innovative Sustainable Building  Material  in  Indonesia. International Journal of Integrated Engineering , 10 (1), 17-22.
BS  EN  1995  1-1,  (2004). Eurocode  5: Design  of Timber Structures – Part 1-1: General – Common Rules  and  Rules  for  Buildings, British  Standards Institution, London, UK
Dias,  A.  M.,  &  Jorge,  L.  F.  (2011).  The  Effect  of Ductile  Connectors  on  the  Behaviour  of  Timber–
Concrete Composite
Beams.
Engineering
structures , 33 (11), 3033-3042.
Eratodi,  I.  B.,  &  Awaludin,  A.  (2017). Bending
Capacity of Non-prismatic LVL Beams Paraserianthes  Falcataria ,  dipresentasikan  pada Procedia Engineering, 171 , 1362-1369.
Fragiacomo, M., & Lukaszewska, E. (2013). Time- Dependent Behavior of Timber–Concrete Composite  Floors  with  Prefabricated  Concrete Slabs. Engineering Structures , 52 , 687-696.
Girhammar,  U.  A.,  Jacquier,  N.,  &  Källsner,  B. (2017).  Stiffness  Model  for  Inclined  Screws  in Shear-Tension  Mode  in Timber-To-Timber  Joints. Engineering structures , 136 , 580-595.
He, G., Xie, L., Wang, X. A., Yi, J., Peng, L., Chen, Z.  A.,  ...  &  Crocetti,  R.  (2016).  Shear  Behavior Study  on  Timber-Concrete  Composite  Structures with Bolts. Bio Resources , 11 (4), 9205-9218.
International  Organization  for  Standardization, (1983).  ISO  6891:1983 Timber  structures:  joints made with mechanical fasteners- general principles for  the  determination  of  strength  and  deformation characteristics (first ed.) , Canada.
Khorsandnia,  N.,  Valipour,  H.  R.,  &  Crews,  K. (2012).  Experimental  and  Analytical  Investigation of  Short-Term  Behavior  of  LVL–Concrete Composite  Connections  and  Beams. Construction and Building Materials , 37 , 229-238.
Pratiwi,  N  &  Tjondro,  J.  A.  (2018).  Study  on Strength and Stiffness of Meranti Wood Truss with Plywood  Gusset  Plate  Connection  and  Lag  Screw Fastener. Journal of the Civil Engineering Forum,
4 (1), 61-66.
Indonesia,  S.  N.  (2013). Spesifikasi  desain  untuk konstruksi  kayu. Jakarta:  Badan  Standarisasi Nasional, (7973-2013).
Suriani, E., & Ali Awaludin, S. T. (2012). Perilaku Sambungan  Komposit  Kayu-beton  Dengan  Alat Sambung  Sekrup  Kunci  Terhadap  Beban  Lateral, Indonesia: Doctoral  Dissertatio, Universitas Gadjah Mada, Yogyakarta.
Symons,  D.  D.,  Persaud,  R.,  &  Stanislaus,  H. (2010).  Strength  of  Inclined  Screw  Shear Connections  for  Timber  and  Concrete  Composite Construction. The Structural Engineer , 88 , 25-32.
Yeoh,  D.,  Fragiacomo,  M.,  De  Franceschi,  M.,  & Heng Boon, K. (2010). State of The Art on Timber- Concrete Composite Structures: Literature Review. Journal of Structural Engineering , 137 (10), 1085- 1095.
Yeoh,  D.,  Fragiacomo,  M.,  Franceschi,  M.  D.,  & Boon,  K.  H.  (2011).  State  of  the  Art  on  Timber- Concrete  Composite  Structure:  Literature  Review. Journal of Structural Engineering, 137 (10), 1085- 1095.
Yeoh, D., Fragiacomo, M., & Carradine, D. (2013). Fatigue Behavior of Timber - Concrete Composite Connections  and  Floor  Beams. Engineering Structures , 56 , 2240-2248.